文丘里式混合器的結(jié)構(gòu)差異對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響

鄧彪，李朝陽(yáng)

(上海新動(dòng)力汽車科技股份有限公司，上海 200438)

0 前言

本文根據(jù)項(xiàng)目需求，對(duì)比2款不同的文丘里管式混合器差異，進(jìn)行計(jì)算流體力學(xué)(CFD)仿真分析，最后基于某天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)平臺(tái)，驗(yàn)證2款混合器對(duì)燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)的性能影響，為后續(xù)燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)發(fā)提供技術(shù)支撐。

1 文丘里式混合器

要實(shí)現(xiàn)燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)、怠速、加速及功率控制等功能，需要良好的燃?xì)饪諝饣旌?，這種混合器為文丘里式，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，且易實(shí)現(xiàn)電子控制[2]。

根據(jù)燃料與空氣混合的方式，文丘里式混合器分為2類：文丘里直流式混合器和文丘里旋流式混合器。這2類混合器的最大區(qū)別是：旋流式混合器添加了旋流器，增強(qiáng)了進(jìn)氣擾動(dòng)，提高了進(jìn)氣混合均勻性，但是成本和機(jī)構(gòu)復(fù)雜程度均高于直流式混合器[3]。

1.1 工作原理

文丘里式混合器的基本原理是當(dāng)流體在縮放噴管時(shí)，在喉口即管道最小截面處的速度達(dá)到最大值。根據(jù)伯努利定律，由于此處動(dòng)壓最大、靜壓最小，壓差使燃料進(jìn)入管內(nèi)，達(dá)到混合的目的。將空氣通道設(shè)計(jì)為縮放噴管形狀，由于在最小截面處空氣流速較大、靜壓力較低，與燃?xì)馇粌?nèi)的燃?xì)庑纬蓧翰?，使燃?xì)鈬娙肟諝馔ǖ纼?nèi)[4]。這種混合器結(jié)構(gòu)比較簡(jiǎn)單，但其結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)混合氣的形成及空燃比影響較大，因此對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)的工作過(guò)程有顯著影響[5]。

1.2 工作特性

本文對(duì)比的混合器均為直流式混合器，其最大差異是進(jìn)氣孔徑差異及混合器本身的長(zhǎng)度差異。其中，A款混合器的長(zhǎng)度為280 mm，其進(jìn)氣側(cè)的喉口直徑為31.0 mm；B款混合器的長(zhǎng)度為204 mm，其進(jìn)氣側(cè)喉口由4個(gè)喉口組成，直徑為16.5 mm。2款混合器的三維模型半剖視圖如圖1所示。

圖1 2款混合器三維模型

1.3 流體分析

充分混合空氣有利于改善進(jìn)氣混合側(cè)的混合均勻性?？梢酝ㄟ^(guò)先進(jìn)的測(cè)試儀器明確發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)部氣體的流量過(guò)程，但是其成本高，測(cè)試過(guò)程較復(fù)雜，且無(wú)法得到詳細(xì)的氣流過(guò)程[6]。相較于測(cè)試儀器，本文采用的CFD模擬能夠獲得更好的效果，且具有成本低、周期短、實(shí)用性強(qiáng)等優(yōu)勢(shì)。因此，本文利用Fluent軟件建立文丘里混合器模型，對(duì)其穩(wěn)態(tài)工作過(guò)程進(jìn)行CFD模擬分析[7]。

隨著經(jīng)濟(jì)的發(fā)展，內(nèi)陸城市進(jìn)出口需求越來(lái)越大，因此港口服務(wù)范圍也不斷拓展.根據(jù)華南地區(qū)集裝箱進(jìn)出口需求及內(nèi)河水運(yùn)現(xiàn)狀，對(duì)深圳港水上“巴士”未覆蓋的東莞、清遠(yuǎn)、貴港、南寧、欽州、北海進(jìn)行經(jīng)濟(jì)性估算，并分析開(kāi)通該地區(qū)水上“巴士”的合理性.

1.3.1 仿真參數(shù)設(shè)置

將2款文丘里混合器在同一工況下進(jìn)行流場(chǎng)計(jì)算分析，仿真參數(shù)設(shè)置見(jiàn)表1。分析2款文丘里混合器內(nèi)部壓力和速度場(chǎng)分布情況[8]，混合器前后管道長(zhǎng)度對(duì)混合均勻度具有一定影響。混合器仿真時(shí)，在其進(jìn)出口處預(yù)留50 mm直管。通過(guò)已知參數(shù)，計(jì)算求得喉口壓力，以及仿真求解加長(zhǎng)后出口端面的天然氣、廢氣再循環(huán)(EGR)混合均勻性。

表1 仿真參數(shù)設(shè)置

1.3.2 2款混合器CFD模型

將2款混合器的三維模型模導(dǎo)入gambit模塊進(jìn)行網(wǎng)格處理，再導(dǎo)入Fluent軟件設(shè)定邊界條件。分別標(biāo)記2款混合器的空氣、燃?xì)夂虴GR入口，如圖2所示。

圖2 2款混合器CFD模型

1.3.3 壓力場(chǎng)分布

A款混合器壓力場(chǎng)主要集中分布在EGR入口和燃?xì)馊肟?，而B(niǎo)款混合器壓力場(chǎng)分布較均勻，如圖3所示。

圖3 2款混合器壓力場(chǎng)分布

1.3.4 速度場(chǎng)分布

A款混合器的速度場(chǎng)明顯更加集中在混合器中間部位，如圖4所示。說(shuō)明A款混合器的混合均勻性劣于B款混合器。

圖4 2款混合器速度場(chǎng)分布

1.3.5 喉口壓力

通過(guò)仿真分析測(cè)得2款混合器的喉口壓力，A款混合器為207.40 kPa，B款混合器為216.05 kPa，B款混合器的喉口壓力略大。

1.3.6 混合均勻性

通過(guò)測(cè)試分析可得，2款混合器的混合均勻性差異不大，B款混合器的喉口壓力大于A款混合器，見(jiàn)表2。

表2 2款混合器混合氣均勻性

2 性能試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)用發(fā)動(dòng)機(jī)

目前，重型天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)主要采用的技術(shù)路線為當(dāng)量燃燒、三元催化及高壓冷卻EGR，以滿足國(guó)六排放限值標(biāo)準(zhǔn)。同時(shí)，高壓冷卻EGR具有降低熱負(fù)荷和爆燃傾向，以及降低燃油耗的技術(shù)優(yōu)勢(shì)[9]。因此，通過(guò)混合器提前預(yù)混合空氣、再循環(huán)廢氣和燃?xì)馐直匾?/p>

本文選擇1款量產(chǎn)燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行混合器的混合均勻性試驗(yàn)，該發(fā)動(dòng)機(jī)的技術(shù)參數(shù)見(jiàn)表3。為對(duì)比2款混合器的差異，分別進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)外特性試驗(yàn)和排放試驗(yàn)[10]。

表3 燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)主要技術(shù)參數(shù)

2.2 試驗(yàn)設(shè)備以及試驗(yàn)條件

為確保本次試驗(yàn)有序進(jìn)行，保證數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性，本次試驗(yàn)采用的主要設(shè)備見(jiàn)表4，設(shè)定的邊界條件見(jiàn)表5。進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，分別記錄外特性點(diǎn)各參數(shù)情況，對(duì)比功率和燃?xì)夂牡葏?shù)差異，試驗(yàn)場(chǎng)景如圖5所示。

圖5 發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)場(chǎng)景

表4 試驗(yàn)設(shè)備

表5 試驗(yàn)條件

2.3 發(fā)動(dòng)機(jī)性能比較分析

將2款混合器分別與發(fā)動(dòng)機(jī)匹配，在相同的試驗(yàn)邊界條件下完成發(fā)動(dòng)機(jī)外特性試驗(yàn)。

2.3.1 功率和扭矩對(duì)比

2款混合器分別進(jìn)行外特性試驗(yàn)，功率對(duì)比和扭矩對(duì)比如圖6、7所示。試驗(yàn)結(jié)果顯示，功率點(diǎn)和扭矩點(diǎn)均滿足設(shè)計(jì)要求，但A款混合器的功率和扭矩在1 200～1 900 r/min轉(zhuǎn)速區(qū)間略高于B款混合器。

圖6 2款混合器的功率對(duì)比

圖7 2款混合器的扭矩對(duì)比

2.3.2 其他性能對(duì)比

2款混合器的燃?xì)饬髁?、空氣流量和EGR率對(duì)比如圖8-10所示。試驗(yàn)結(jié)果顯示，B款混合器對(duì)應(yīng)的燃?xì)饬髁俊⒖諝饬髁啃∮贏款混合器。

圖8 2款混合器燃?xì)饬髁繉?duì)比

圖9 2款混合器空氣流量對(duì)比

圖10 2款混合器EGR率對(duì)比

2款混合器的進(jìn)氣歧管壓力、增壓壓力、EGR壓力和混合氣喉口壓力對(duì)比如圖11-14所示。試驗(yàn)結(jié)果顯示，B款混合器在1 200～1 900 r/min轉(zhuǎn)速區(qū)間的進(jìn)氣歧管壓力、EGR壓力和EGR壓力基本一致，但B款混合器對(duì)應(yīng)的增壓壓力和喉口壓力小于A款混合器。

圖11 2款混合器進(jìn)氣歧管壓力對(duì)比

圖12 2款混合器的增壓壓力對(duì)比

圖13 2款混合器的EGR壓力對(duì)比

圖14 2款混合器喉口壓力對(duì)比

2.4 排放試驗(yàn)

按照GB 17691—2018《重型柴油車污染物排放限值及測(cè)量方法》標(biāo)準(zhǔn)要求，分別在冷熱和雙熱2種工況下進(jìn)行瞬態(tài)全球重型發(fā)動(dòng)機(jī)認(rèn)證程序(WHTC)排放試驗(yàn)，對(duì)比2款混合器對(duì)燃?xì)獍l(fā)動(dòng)機(jī)排放性能影響的差異。該排放試驗(yàn)包含CO、氮氧化物(NOx)、CH4、非甲烷碳?xì)浠衔?NMHC)氣體，以及NH3排放結(jié)果。將試驗(yàn)結(jié)果與排放標(biāo)準(zhǔn)限值進(jìn)行了對(duì)比，見(jiàn)表6。

表6 各項(xiàng)排放指標(biāo)

由排放試驗(yàn)結(jié)果分析可知：2款混合器的排放結(jié)果均滿足排放要求。其中，A款混合器的NOx排放值稍低，B款混合器的NH3排放值較低，其余排放指標(biāo)均接近。

3 結(jié)論

本文對(duì)2款文丘里式混合器進(jìn)行了結(jié)構(gòu)差異性分析和CFD仿真。通過(guò)某款天然氣發(fā)動(dòng)機(jī)平臺(tái)試驗(yàn)，比對(duì)了2款混合器對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響，得出以下結(jié)論。

(1)B款混合器的喉口由4個(gè)喉口組成，其直徑變化同時(shí)影響擴(kuò)壓角和壓縮角。較小的喉口直徑會(huì)改善燃?xì)夂涂諝獾幕旌暇鶆蚨龋瑝毫p失隨喉口直徑的減小而增大。

(2)2款混合器的喉口壓力不同。B款混合器的喉口壓力小于A款，不利于再循環(huán)廢氣導(dǎo)入。但B款混合器的壓降較小。

(3)外特性試驗(yàn)和排放試驗(yàn)結(jié)果顯示，相較于A款混合器，B款混合器的優(yōu)勢(shì)并不明顯，其功率和扭矩表現(xiàn)比A款混合器差。一方面，這與進(jìn)氣側(cè)的管路布置有關(guān)；另一方面，在試驗(yàn)過(guò)程中，進(jìn)氣歧管壓力、EGR率，以及EGR壓力基本一致，但B款混合器對(duì)應(yīng)的燃?xì)饬髁?、空氣流量、增壓壓力和混合器喉口壓力值小于A款混合器。這2款混合器均能滿足發(fā)動(dòng)機(jī)的性能設(shè)計(jì)要求。

綜上所述，2款混合器各有優(yōu)劣勢(shì)，應(yīng)根據(jù)實(shí)際使用情況和性能件匹配選擇合適的混合器。目前，發(fā)動(dòng)機(jī)的整體布置要求結(jié)構(gòu)緊湊，由于B款混合器在性能上可以滿足設(shè)計(jì)要求，因此選擇結(jié)構(gòu)更加緊湊的B款混合器將成為混合器技術(shù)發(fā)展的趨勢(shì)。